JP2021025134A - オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板 - Google Patents
オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板 Download PDFInfo
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Abstract
【課題】水中構造物の構造部材へ適用する上で必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備した、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板を提供する。【解決手段】質量％で、Ｃ：０．１００％以下、Ｓｉ：１．００％以下、Ｍｎ：２．０〜７．０％、Ｐ：０．０７％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｃｒ：１８．０〜２４．０％、Ｎｉ：０．１〜３．０％、Ｍｏ：０．０１〜１．００％、Ｃｕ：０．１〜３．０％、Ａｇ：０．０１０〜０．１２０％およびＮ：０．１５〜０．３０％を含有するとともに、Ｂ：０．００１０〜０．０１００％およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、Ａｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）をそれぞれ［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］とした時、（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００を満足する。【選択図】図１
Description
本発明は、耐力が高く、耐微生物腐食性にも優れたオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板に関する。
フェライト・オーステナイト系二相ステンレス鋼（以下、二相ステンレス鋼ともいう）は、常温でフェライト（α）とオーステナイト（γ）の二相組織を有する鋼種である。また、二相ステンレス鋼は、高強度（高耐力）であり、かつ耐応力腐食割れ性に優れるといった特徴がある。さらに、二相ステンレス鋼は、Ｎｉ含有量がオーステナイト系ステンレス鋼に比べて少ないため、希少元素節減の観点から近年注目が集まっている鋼種である。
二相ステンレス鋼として、例えば、ＪＩＳ Ｇ ４３０４およびＪＩＳ Ｇ ４３０５には、汎用二相鋼：３種、スーパー二相鋼：１種、リーン（lean、省資源、Ｎｉ含有量が少ない）二相鋼：２種が、それぞれ規定されている。
二相ステンレス鋼として、例えば、ＪＩＳ Ｇ ４３０４およびＪＩＳ Ｇ ４３０５には、汎用二相鋼：３種、スーパー二相鋼：１種、リーン（lean、省資源、Ｎｉ含有量が少ない）二相鋼：２種が、それぞれ規定されている。
中でも、リーン二相ステンレス鋼であるＳＵＳ８２１Ｌ１（代表成分：２２質量％Ｃｒ−２質量％Ｎｉ−０．５質量％Ｍｏ−１質量％Ｃｕ−０．１８質量％Ｎ）は、ＳＵＳ３２９Ｊ３Ｌ（代表成分：２２質量％Ｃｒ−５質量％Ｎｉ−３質量％Ｍｏ−０．１６質量％Ｎ）などに代表される従来の汎用二相鋼に比べて特にＮｉ含有量が少ない鋼種である。
このようなＳＵＳ８２１Ｌ１に類似した成分組成の二相ステンレス鋼として、例えば、特許文献１には、
「質量％にて、
Ｃ：０．０６％以下、Ｓｉ：０．１〜１．５％、Ｍｎ：２．０〜４．０％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１９．０〜２３．０％、Ｎｉ：１．０〜４．０％、Ｍｏ：１．０％以下、Ｃｕ：０．１〜３．０％、Ｖ：０．０５〜０．５％、Ａｌ：０．００３〜０．０５０％、Ｏ：０．００７％以下、Ｎ：０．１０〜０．２５％、Ｔｉ：０．０５％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
＜１＞式で表されるＭｄ３０値が８０以下、
＜２＞式で表されるＮｉ−ｂａｌ．が−８以上−４以下であり、かつＮｉ−ｂａｌ．とＮ含有量の関係が＜３＞式を満足し、オーステナイト相面積率が４０〜７０％であり、２×Ｎｉ＋Ｃｕが３．５以上であることを特徴とする溶接熱影響部の耐食性と靭性が良好な省合金二相ステンレス鋼。
Ｍｄ３０＝５５１−４６２×（Ｃ＋Ｎ）−９．２×Ｓｉ−８．１×
Ｍｎ−２９×（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１３．７×Ｃｒ−
１８．５×Ｍｏ−６８×Ｎｂ・・・・・・・・・＜１＞
Ｎｉ−ｂａｌ．＝（Ｎｉ＋０．５Ｍｎ＋０．５Ｃｕ＋３０Ｃ＋
３０Ｎ）−１．１（Ｃｒ＋１．５Ｓｉ＋Ｍｏ
＋Ｗ）＋８．２・・・・・・・・・・・・＜２＞
Ｎ（％）≦０．３７＋０．０３×(Ｎｉ−ｂａｌ．)・・・・＜３＞
但し、上記の式において各元素名は何れもその含有量（％）を表す。」
が開示されている。
「質量％にて、
Ｃ：０．０６％以下、Ｓｉ：０．１〜１．５％、Ｍｎ：２．０〜４．０％、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．００５％以下、Ｃｒ：１９．０〜２３．０％、Ｎｉ：１．０〜４．０％、Ｍｏ：１．０％以下、Ｃｕ：０．１〜３．０％、Ｖ：０．０５〜０．５％、Ａｌ：０．００３〜０．０５０％、Ｏ：０．００７％以下、Ｎ：０．１０〜０．２５％、Ｔｉ：０．０５％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
＜１＞式で表されるＭｄ３０値が８０以下、
＜２＞式で表されるＮｉ−ｂａｌ．が−８以上−４以下であり、かつＮｉ−ｂａｌ．とＮ含有量の関係が＜３＞式を満足し、オーステナイト相面積率が４０〜７０％であり、２×Ｎｉ＋Ｃｕが３．５以上であることを特徴とする溶接熱影響部の耐食性と靭性が良好な省合金二相ステンレス鋼。
Ｍｄ３０＝５５１−４６２×（Ｃ＋Ｎ）−９．２×Ｓｉ−８．１×
Ｍｎ−２９×（Ｎｉ＋Ｃｕ）−１３．７×Ｃｒ−
１８．５×Ｍｏ−６８×Ｎｂ・・・・・・・・・＜１＞
Ｎｉ−ｂａｌ．＝（Ｎｉ＋０．５Ｍｎ＋０．５Ｃｕ＋３０Ｃ＋
３０Ｎ）−１．１（Ｃｒ＋１．５Ｓｉ＋Ｍｏ
＋Ｗ）＋８．２・・・・・・・・・・・・＜２＞
Ｎ（％）≦０．３７＋０．０３×(Ｎｉ−ｂａｌ．)・・・・＜３＞
但し、上記の式において各元素名は何れもその含有量（％）を表す。」
が開示されている。
ところで、ＳＵＳ８２１Ｌ１は、高価なＮｉに代わるγ相生成元素として、Ｎ、ＭｎおよびＣｕなどの比較的安価な元素が使用されており、価格安定性に優れている。また、ＳＵＳ８２１Ｌ１は、ＳＵＳ３０４に比べて耐力が高い。
そのため、ＳＵＳ８２１Ｌ１などのリーン二相ステンレス鋼を、これまで低耐力を理由にＳＵＳ３０４が適用できなかった構造部材、例えば、ダムや水門、水処理設備などといった水中に設置される水中構造物の構造部材（以下、水中構造物の構造部材ともいう）へ適用することが期待されている。
上記の水中構造物が設置される環境では、水中の微生物に起因する腐食（以下、微生物腐食ともいう）が発生する場合がある。ここで、微生物腐食とは、鋼板の表面に微生物が付着した場合に発生する腐食で、付着した微生物の下側（鋼板側）で鋼板の腐食が促進される現象である。
しかし、特許文献１の二相ステンレス鋼を含む従来のリーン二相ステンレス鋼、特に当該ステンレス鋼の溶接部では、上記の水中環境で使用できるほどの十分な耐微生物腐食性が得られるとは言えなかった。そして、この点が、リーン二相ステンレス鋼を上記の水中構造物の構造部材へ適用するうえでの問題となっていた。
本発明は、上記の問題を解決するために開発されたものであって、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備した、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板を提供することを目的とする。
なお、「高い耐力」とは、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠した引張試験で測定される０．２％耐力が、４００ＭＰａ以上であることを意味する。
また、「優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が、２．０以上であることを意味する。
「特に優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも、２．０以上であることを意味する。
「さらに優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上であり、かつ、後述する耐バイオフィルム付着性試験において、隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個以下であることを意味する。
また、「優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が、２．０以上であることを意味する。
「特に優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも、２．０以上であることを意味する。
「さらに優れた耐微生物腐食性」とは、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上であり、かつ、後述する耐バイオフィルム付着性試験において、隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個以下であることを意味する。
さて、発明者らは、上記の課題を解決すべく、種々検討を重ね、以下の知見を得た。
（１）微生物腐食が発生する主要因は、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板（以下、二相ステンレス鋼板ともいう）表面へのバイオフィルムの付着と考えられる。バイオフィルムとは、微生物共同体、生物皮膜またはぬめり等と表現されるもので、その形成挙動・作用等は未だ十分には解明されていない。しかし、微生物腐食の発生状況などからすれば、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着が、微生物腐食が発生する主要因と考えられる。
（２）そこで、発明者らは、微生物腐食を抑制するためには、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着を防止すればよいのではないかと考え、その方法について、さらに検討を重ねた。
その結果、以下の知見を得た。
・二相ステンレス鋼板の抗菌性を高める、具体的には、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値を２．０以上に高めることによって、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着が抑制される。これにより、耐微生物腐食性が大幅に向上する。
・そのためには、二相ステンレス鋼板の成分組成にＡｇを所定量含有させることが最適である。これにより、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力を確保しつつ、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着を抑制して、耐微生物腐食性を向上できる。
（３）しかし、成分組成にＡｇを含有させて、二相ステンレス鋼板を製造する場合には、その製造過程の熱間圧延工程において、フェライト相とオーステナイト相の界面を起点とする鋼板エッジ部の割れ（以下、エッジ割れともいう）が高い頻度で発生し、製造効率や歩留りが大幅に低下することが分かった。
すなわち、Ａｇは鋼中の固溶量（固溶限）が少ないため、スラブ段階では、Ａｇの大部分が、未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在している。Ａｇの融点（約９６０℃）は、母相であるステンレス鋼の融点に比べて大幅に低い。そのため、温度が１０００℃を超える熱間圧延工程では、Ａｇが、鋼中で溶融して液相となる。二相ステンレス鋼では、フェライト相とオーステナイト相の熱間加工性が異なる。そのため、フェライト相とオーステナイト相の界面付近に液相となったＡｇが存在すると、これがボイド発生の起点となって、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れを助長する。その結果、熱間圧延工程において、エッジ割れが高い頻度で発生する。
（４）そこで、発明者らがさらに検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
すなわち、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させることが有効である。これによって、上記のエッジ割れを抑制しつつ、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを同時に実現できる。
（５）なお、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させることによって、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れが抑制される理由は必ずしも明らかではないが、発明者らは、次のように考えている。
すなわち、上述したように、フェライト相とオーステナイト相の界面付近（つまり、フェライト粒とオーステナイト粒が接する結晶粒界）に液相となったＡｇが存在すると、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れが助長される。ここで、ＢおよびＲＥＭは、Ａｇよりも優先的に結晶粒界に偏析する。これによって、Ａｇの結晶粒界への偏析が抑制される。その結果、フェライト相とオーステナイト相の界面付近に液相となったＡｇによるボイドが発生し難くなって、熱間圧延工程でのエッジ割れの発生が抑制される。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
（１）微生物腐食が発生する主要因は、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板（以下、二相ステンレス鋼板ともいう）表面へのバイオフィルムの付着と考えられる。バイオフィルムとは、微生物共同体、生物皮膜またはぬめり等と表現されるもので、その形成挙動・作用等は未だ十分には解明されていない。しかし、微生物腐食の発生状況などからすれば、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着が、微生物腐食が発生する主要因と考えられる。
（２）そこで、発明者らは、微生物腐食を抑制するためには、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着を防止すればよいのではないかと考え、その方法について、さらに検討を重ねた。
その結果、以下の知見を得た。
・二相ステンレス鋼板の抗菌性を高める、具体的には、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験で測定される、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値を２．０以上に高めることによって、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着が抑制される。これにより、耐微生物腐食性が大幅に向上する。
・そのためには、二相ステンレス鋼板の成分組成にＡｇを所定量含有させることが最適である。これにより、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力を確保しつつ、二相ステンレス鋼板表面へのバイオフィルムの付着を抑制して、耐微生物腐食性を向上できる。
（３）しかし、成分組成にＡｇを含有させて、二相ステンレス鋼板を製造する場合には、その製造過程の熱間圧延工程において、フェライト相とオーステナイト相の界面を起点とする鋼板エッジ部の割れ（以下、エッジ割れともいう）が高い頻度で発生し、製造効率や歩留りが大幅に低下することが分かった。
すなわち、Ａｇは鋼中の固溶量（固溶限）が少ないため、スラブ段階では、Ａｇの大部分が、未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在している。Ａｇの融点（約９６０℃）は、母相であるステンレス鋼の融点に比べて大幅に低い。そのため、温度が１０００℃を超える熱間圧延工程では、Ａｇが、鋼中で溶融して液相となる。二相ステンレス鋼では、フェライト相とオーステナイト相の熱間加工性が異なる。そのため、フェライト相とオーステナイト相の界面付近に液相となったＡｇが存在すると、これがボイド発生の起点となって、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れを助長する。その結果、熱間圧延工程において、エッジ割れが高い頻度で発生する。
（４）そこで、発明者らがさらに検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
すなわち、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させることが有効である。これによって、上記のエッジ割れを抑制しつつ、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを同時に実現できる。
（５）なお、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させることによって、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れが抑制される理由は必ずしも明らかではないが、発明者らは、次のように考えている。
すなわち、上述したように、フェライト相とオーステナイト相の界面付近（つまり、フェライト粒とオーステナイト粒が接する結晶粒界）に液相となったＡｇが存在すると、二相ステンレス鋼板におけるエッジ割れが助長される。ここで、ＢおよびＲＥＭは、Ａｇよりも優先的に結晶粒界に偏析する。これによって、Ａｇの結晶粒界への偏析が抑制される。その結果、フェライト相とオーステナイト相の界面付近に液相となったＡｇによるボイドが発生し難くなって、熱間圧延工程でのエッジ割れの発生が抑制される。
本発明は、上記の知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．質量％で、
Ｃ：０．１００％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：２．０〜７．０％、
Ｐ：０．０７％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｃｒ：１８．０〜２４．０％、
Ｎｉ：０．１〜３．０％、
Ｍｏ：０．０１〜１．００％、
Ｃｕ：０．１〜３．０％、
Ａｇ：０．０１０〜０．１２０％および
Ｎ：０．１５〜０．３０％
を含有するとともに、
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％および
ＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
次式（１）の関係を満足する、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００ ・・・（１）
ここで、［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］はそれぞれ、上記成分組成におけるＡｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）である。
１．質量％で、
Ｃ：０．１００％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：２．０〜７．０％、
Ｐ：０．０７％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｃｒ：１８．０〜２４．０％、
Ｎｉ：０．１〜３．０％、
Ｍｏ：０．０１〜１．００％、
Ｃｕ：０．１〜３．０％、
Ａｇ：０．０１０〜０．１２０％および
Ｎ：０．１５〜０．３０％
を含有するとともに、
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％および
ＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
次式（１）の関係を満足する、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００ ・・・（１）
ここで、［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］はそれぞれ、上記成分組成におけるＡｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）である。
２．前記成分組成が、さらに、質量％で、
Ａｌ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｍｇ：０．０１００％以下、
Ｔａ：０．１０％以下、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｎｂ：０．５０％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下および
Ｖ：０．５０％以下、
のうちから選ばれる１種または２種以上を含有する、前記１に記載のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
Ａｌ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｍｇ：０．０１００％以下、
Ｔａ：０．１０％以下、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｎｂ：０．５０％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下および
Ｖ：０．５０％以下、
のうちから選ばれる１種または２種以上を含有する、前記１に記載のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
３．水中環境用である、前記１または２に記載のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
本発明によれば、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備し、さらには、高い生産性の下、製造することが可能である、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板を、得ることができる。
また、本発明のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備するので、ダムや水門、水処理設備などといった水中構造物の構造部材に適用して特に有利である。
また、本発明のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備するので、ダムや水門、水処理設備などといった水中構造物の構造部材に適用して特に有利である。
本発明を、以下の実施形態に基づき説明する。
まず、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板（図１参照、なお、図中、符号１はオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板である）の成分組成について説明する。なお、成分組成における単位はいずれも「質量％」であるが、以下、特に断らない限り、単に「％」で示す。
まず、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板（図１参照、なお、図中、符号１はオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板である）の成分組成について説明する。なお、成分組成における単位はいずれも「質量％」であるが、以下、特に断らない限り、単に「％」で示す。
Ｃ：０．１００％以下
Ｃは、オーステナイト相（以下、γ相ともいう）分率を高める元素である。この効果を得るためには、Ｃ含有量を０．００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｃ含有量が０．１００％を超えると、Ｃを固溶させるための熱処理温度が高くなって、生産性が低下する。そのため、Ｃ含有量は０．１００％以下とする。Ｃ含有量は、好ましくは０．０５０％未満であり、より好ましくは０．０３０％未満であり、さらに好ましくは０．０２０％未満である。
Ｃは、オーステナイト相（以下、γ相ともいう）分率を高める元素である。この効果を得るためには、Ｃ含有量を０．００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｃ含有量が０．１００％を超えると、Ｃを固溶させるための熱処理温度が高くなって、生産性が低下する。そのため、Ｃ含有量は０．１００％以下とする。Ｃ含有量は、好ましくは０．０５０％未満であり、より好ましくは０．０３０％未満であり、さらに好ましくは０．０２０％未満である。
Ｓｉ:１．００％以下
Ｓｉは、脱酸剤として使用される元素である。この効果を得るためには、Ｓｉ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。一方、Ｓｉ含有量が１．００％を超えると、鋼材強度が過度に高くなって、冷間加工性を低下させる。また、Ｓｉは、フェライト相（以下、α相ともいう）生成元素であるため、Ｓｉ含有量が１．００％を超えると、所望とするγ相分率を得ることが困難となる場合がある。そのため、Ｓｉ含有量は１．００％以下とする。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．７０％以下であり、より好ましくは０．５０％以下であり、さらに好ましくは０．３５％以下である。
Ｓｉは、脱酸剤として使用される元素である。この効果を得るためには、Ｓｉ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。一方、Ｓｉ含有量が１．００％を超えると、鋼材強度が過度に高くなって、冷間加工性を低下させる。また、Ｓｉは、フェライト相（以下、α相ともいう）生成元素であるため、Ｓｉ含有量が１．００％を超えると、所望とするγ相分率を得ることが困難となる場合がある。そのため、Ｓｉ含有量は１．００％以下とする。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．７０％以下であり、より好ましくは０．５０％以下であり、さらに好ましくは０．３５％以下である。
Ｍｎ：２．０〜７．０％
Ｍｎは、α相中のＮの固溶量を高め、α相粒界における鋭敏化の防止や、溶接時のブローホールを抑制する元素である。これらの効果を得るため、Ｍｎ含有量は２．０％以上とする。一方、Ｍｎ含有量が７．０％を超えると、熱間加工性および耐食性が低下する。そのため、Ｍｎ含有量は２．０〜７．０％とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは２．５％以上である。また、Ｍｎ含有量は、好ましくは５．０％以下であり、より好ましくは４．０％以下であり、さらに好ましくは３．５％以下である。
Ｍｎは、α相中のＮの固溶量を高め、α相粒界における鋭敏化の防止や、溶接時のブローホールを抑制する元素である。これらの効果を得るため、Ｍｎ含有量は２．０％以上とする。一方、Ｍｎ含有量が７．０％を超えると、熱間加工性および耐食性が低下する。そのため、Ｍｎ含有量は２．０〜７．０％とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは２．５％以上である。また、Ｍｎ含有量は、好ましくは５．０％以下であり、より好ましくは４．０％以下であり、さらに好ましくは３．５％以下である。
Ｐ：０．０７％以下
Ｐは、耐食性や熱間加工性を低下させる元素である。ここで、Ｐ含有量が０．０７％を超えると、耐食性や熱間加工性の低下が顕著となる。そのため、Ｐ含有量は０．０７％以下とする。Ｐ含有量は、好ましくは０．０５％以下であり、より好ましくは０．０４％以下である。また、Ｐ含有量の下限については特に限定されるものではないが、過度の脱Ｐはコストの上昇を招く。そのため、Ｐ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ｐは、耐食性や熱間加工性を低下させる元素である。ここで、Ｐ含有量が０．０７％を超えると、耐食性や熱間加工性の低下が顕著となる。そのため、Ｐ含有量は０．０７％以下とする。Ｐ含有量は、好ましくは０．０５％以下であり、より好ましくは０．０４％以下である。また、Ｐ含有量の下限については特に限定されるものではないが、過度の脱Ｐはコストの上昇を招く。そのため、Ｐ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。
Ｓ：０．０３０％以下
Ｓは、耐食性や熱間加工性を低下させる元素である。ここで、Ｓ含有量が０．０３０％を超えると、耐食性や熱間加工性の低下が顕著となる。そのため、Ｓ含有量は０．０３０％以下とする。Ｓ含有量は、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００５％以下である。Ｓ含有量の下限については特に限定されるものではないが、過度の脱Ｓはコストの上昇を招く。そのため、Ｓ含有量は０．０００１％以上とすることが好ましい。
Ｓは、耐食性や熱間加工性を低下させる元素である。ここで、Ｓ含有量が０．０３０％を超えると、耐食性や熱間加工性の低下が顕著となる。そのため、Ｓ含有量は０．０３０％以下とする。Ｓ含有量は、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００５％以下である。Ｓ含有量の下限については特に限定されるものではないが、過度の脱Ｓはコストの上昇を招く。そのため、Ｓ含有量は０．０００１％以上とすることが好ましい。
Ｃｒ：１８．０〜２４．０％
Ｃｒは、ステンレス鋼の耐食性を確保するうえで重要な元素である。ここで、Ｃｒ含有量が１８．０％未満では、十分な耐食性が得られない。一方、Ｃｒはα相生成元素であり、Ｃｒ含有量が２４．０％を超えると、十分な量のγ相分率を得ることが困難となる。そのため、Ｃｒ含有量は１８．０〜２４．０％とする。Ｃｒ含有量は、好ましくは１９．０％以上であり、より好ましくは２０．５％以上である。また、Ｃｒ含有量は、好ましくは２３．０％以下であり、より好ましくは２２．０％以下である。
Ｃｒは、ステンレス鋼の耐食性を確保するうえで重要な元素である。ここで、Ｃｒ含有量が１８．０％未満では、十分な耐食性が得られない。一方、Ｃｒはα相生成元素であり、Ｃｒ含有量が２４．０％を超えると、十分な量のγ相分率を得ることが困難となる。そのため、Ｃｒ含有量は１８．０〜２４．０％とする。Ｃｒ含有量は、好ましくは１９．０％以上であり、より好ましくは２０．５％以上である。また、Ｃｒ含有量は、好ましくは２３．０％以下であり、より好ましくは２２．０％以下である。
Ｎｉ：０．１〜３．０％
Ｎｉは、γ相生成元素であり、耐隙間腐食性を向上させる効果も有する。さらに、二相ステンレス鋼にＮｉを添加すると、フェライト相の耐食性が向上して孔食電位が高まる。これらの効果を得るため、Ｎｉ含有量を０．１％以上とする。一方、Ｎｉ含有量が３．０％を超えると、α相中のＮｉ量が増加して、α相の延性の低下、ひいては成形性の低下を招く。また、Ｎｉは高価かつ価格変動の激しい元素であるため、Ｎｉ含有量が増えると、鋼板の価格安定性が損なわれる。そのため、Ｎｉ含有量は０．１〜３．０％とする。Ｎｉ含有量は、好ましくは０．５％以上であり、より好ましくは１．５％以上である。また、Ｎｉ含有量は、好ましくは２．５％以下である。
Ｎｉは、γ相生成元素であり、耐隙間腐食性を向上させる効果も有する。さらに、二相ステンレス鋼にＮｉを添加すると、フェライト相の耐食性が向上して孔食電位が高まる。これらの効果を得るため、Ｎｉ含有量を０．１％以上とする。一方、Ｎｉ含有量が３．０％を超えると、α相中のＮｉ量が増加して、α相の延性の低下、ひいては成形性の低下を招く。また、Ｎｉは高価かつ価格変動の激しい元素であるため、Ｎｉ含有量が増えると、鋼板の価格安定性が損なわれる。そのため、Ｎｉ含有量は０．１〜３．０％とする。Ｎｉ含有量は、好ましくは０．５％以上であり、より好ましくは１．５％以上である。また、Ｎｉ含有量は、好ましくは２．５％以下である。
Ｍｏ：０．０１〜１．００％
Ｍｏは、耐食性を向上させる効果を有する。この効果を得るため、Ｍｏ含有量は０．０１％以上とする。一方、Ｍｏ含有量が１．００％を超えると、高温強度が上昇して、熱間加工性が低下する。また、Ｍｏは高価かつ価格変動の激しい元素であるため、Ｍｏ含有量が増えると、鋼板の価格安定性が損なわれる。そのため、Ｍｏ含有量は０．０１〜１．００％とする。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．１０％以上であり、より好ましくは０．２０％以上である。また、Ｍｏ含有量は、好ましくは０．６０％以下であり、より好ましくは０．４０％以下である。
Ｍｏは、耐食性を向上させる効果を有する。この効果を得るため、Ｍｏ含有量は０．０１％以上とする。一方、Ｍｏ含有量が１．００％を超えると、高温強度が上昇して、熱間加工性が低下する。また、Ｍｏは高価かつ価格変動の激しい元素であるため、Ｍｏ含有量が増えると、鋼板の価格安定性が損なわれる。そのため、Ｍｏ含有量は０．０１〜１．００％とする。Ｍｏ含有量は、好ましくは０．１０％以上であり、より好ましくは０．２０％以上である。また、Ｍｏ含有量は、好ましくは０．６０％以下であり、より好ましくは０．４０％以下である。
Ｃｕ：０．１〜３．０％
Ｃｕは、γ相生成元素であり、γ相分率を高める効果がある。この効果を得るため、Ｃｕ含有量は０．１％以上とする。一方、Ｃｕ含有量が３．０％を超えると、高温強度が上昇して、熱間加工性が低下する。そのため、Ｃｕ含有量は０．１〜３．０％とする。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．２％以上であり、より好ましくは０．３％以上であり、さらに好ましくは０．５％以上である。また、Ｃｕ含有量は、好ましくは１．５％以下であり、より好ましくは１．２％以下である。
Ｃｕは、γ相生成元素であり、γ相分率を高める効果がある。この効果を得るため、Ｃｕ含有量は０．１％以上とする。一方、Ｃｕ含有量が３．０％を超えると、高温強度が上昇して、熱間加工性が低下する。そのため、Ｃｕ含有量は０．１〜３．０％とする。Ｃｕ含有量は、好ましくは０．２％以上であり、より好ましくは０．３％以上であり、さらに好ましくは０．５％以上である。また、Ｃｕ含有量は、好ましくは１．５％以下であり、より好ましくは１．２％以下である。
Ａｇ：０．０１０〜０．１２０％
Ａｇは、耐微生物腐食性を向上させる重要な元素である。この効果を得るため、Ａｇ含有量は０．０１０％以上とする。好ましくは０．０４０％以上である。一方、Ａｇは鋼中の固溶量（固溶限）が少ないため、スラブ段階では、Ａｇの大部分が、未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在している。Ａｇの融点（約９６０℃）は、ステンレス鋼の融点に比べて大幅に低いので、温度が１０００℃を超える熱間圧延工程では、Ａｇが、鋼中で溶融して液相となる。二相ステンレス鋼では、フェライト相とオーステナイト相の熱間加工性が異なる。そのため、フェライト相とオーステナイト相の界面付近（すなわち、フェライト粒とオーステナイト粒が接する結晶粒界）に液相となったＡｇが存在すると、これがボイド発生の起点となって、二相ステンレス鋼におけるエッジ割れを助長する。その結果、熱間圧延工程において、エッジ割れが高い頻度で発生する。特に、Ａｇ含有量が０．１２０％を超えると、スラブ段階で未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在しているＡｇの量が過剰となる。これによって、後述するＲＥＭやＢを鋼中に含有させても、優れた耐微生物腐食性とエッジ割れの抑制とを両立することができなくなる。そのため、Ａｇ含有量は０．０１０〜０．１２０％とする。Ａｇ含有量は、好ましくは０．１００％以下であり、より好ましくは０．０８０％以下である。
Ａｇは、耐微生物腐食性を向上させる重要な元素である。この効果を得るため、Ａｇ含有量は０．０１０％以上とする。好ましくは０．０４０％以上である。一方、Ａｇは鋼中の固溶量（固溶限）が少ないため、スラブ段階では、Ａｇの大部分が、未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在している。Ａｇの融点（約９６０℃）は、ステンレス鋼の融点に比べて大幅に低いので、温度が１０００℃を超える熱間圧延工程では、Ａｇが、鋼中で溶融して液相となる。二相ステンレス鋼では、フェライト相とオーステナイト相の熱間加工性が異なる。そのため、フェライト相とオーステナイト相の界面付近（すなわち、フェライト粒とオーステナイト粒が接する結晶粒界）に液相となったＡｇが存在すると、これがボイド発生の起点となって、二相ステンレス鋼におけるエッジ割れを助長する。その結果、熱間圧延工程において、エッジ割れが高い頻度で発生する。特に、Ａｇ含有量が０．１２０％を超えると、スラブ段階で未固溶の状態で結晶粒界や粒内に点在しているＡｇの量が過剰となる。これによって、後述するＲＥＭやＢを鋼中に含有させても、優れた耐微生物腐食性とエッジ割れの抑制とを両立することができなくなる。そのため、Ａｇ含有量は０．０１０〜０．１２０％とする。Ａｇ含有量は、好ましくは０．１００％以下であり、より好ましくは０．０８０％以下である。
Ｎ：０．１５〜０．３０％
Ｎは、γ相生成元素であり、耐食性や強度を高める元素でもある。これらの効果を得るため、Ｎ含有量は０．１５％以上とする。一方、Ｎ含有量が０．３０％を超えると、過剰のＮが、鋳造時や溶接時にブローホール発生の要因となる。そのため、Ｎ含有量は０．１５〜０．３０％とする。Ｎ含有量は、好ましくは０．１７％以上である。また、Ｎ含有量は、好ましくは０．２５％以下であり、より好ましくは０．２０％以下である。
Ｎは、γ相生成元素であり、耐食性や強度を高める元素でもある。これらの効果を得るため、Ｎ含有量は０．１５％以上とする。一方、Ｎ含有量が０．３０％を超えると、過剰のＮが、鋳造時や溶接時にブローホール発生の要因となる。そのため、Ｎ含有量は０．１５〜０．３０％とする。Ｎ含有量は、好ましくは０．１７％以上である。また、Ｎ含有量は、好ましくは０．２５％以下であり、より好ましくは０．２０％以下である。
そして、本発明の一実施形態に係る二相ステンレス鋼板では、上記のようにＡｇ：０．０１０〜０．１２０％を含有させたうえで、
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％以下のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、Ａｇ含有量、Ｂ含有量およびＲＥＭ含有量について、下記式（１）を満足させる、
ことが極めて重要である。
記
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００ ・・・（１）
ここで、［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］はそれぞれ、上記成分組成におけるＡｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）である。
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％以下のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、Ａｇ含有量、Ｂ含有量およびＲＥＭ含有量について、下記式（１）を満足させる、
ことが極めて重要である。
記
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００ ・・・（１）
ここで、［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］はそれぞれ、上記成分組成におけるＡｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）である。
すなわち、ＢおよびＲＥＭは、Ａｇにより助長される熱間圧延時のエッジ割れを防止する効果がある。しかし、Ｂ含有量およびＲＥＭ含有量が過剰になると、耐食性の低下を招く。
この点、発明者らが種々検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
すなわち、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させる、具体的には、Ｂ：０．００１０〜０．０１００％（好ましくは、０．００１０〜０．００５０％）およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％（好ましくは、０．０１０〜０．０７０％）のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、上掲式（１）を満足させることが重要である。これによって、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制しつつ、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを同時に実現できる。
そのため、本発明の一実施形態に係る二相ステンレス鋼板では、Ｂ：０．００１０〜０．０１００％およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％以下のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、Ａｇ含有量、Ｂ含有量およびＲＥＭ含有量について、上掲式（１）を満足させる。
また、上掲式（１）については、次式のように、（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］の値を２．００以上とすることが好ましい。これにより、熱間圧延時のエッジ割れをより有効に抑制できる。
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧２．００
なお、ＲＥＭとは、Ｓｃ、Ｙおよびランタノイド系元素（Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍなど原子番号５７〜７１までの元素）を意味し、ここでいうＲＥＭ含有量は、これら元素の合計の含有量である。
この点、発明者らが種々検討を重ねたところ、以下の知見を得た。
すなわち、Ａｇの含有量に応じて、Ｂおよび／またはＲＥＭを適正量含有させる、具体的には、Ｂ：０．００１０〜０．０１００％（好ましくは、０．００１０〜０．００５０％）およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％（好ましくは、０．０１０〜０．０７０％）のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、上掲式（１）を満足させることが重要である。これによって、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制しつつ、水中構造物の構造部材へ適用するうえで必要な高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを同時に実現できる。
そのため、本発明の一実施形態に係る二相ステンレス鋼板では、Ｂ：０．００１０〜０．０１００％およびＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％以下のうちから選ばれる１種または２種を含有させるとともに、Ａｇ含有量、Ｂ含有量およびＲＥＭ含有量について、上掲式（１）を満足させる。
また、上掲式（１）については、次式のように、（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］の値を２．００以上とすることが好ましい。これにより、熱間圧延時のエッジ割れをより有効に抑制できる。
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧２．００
なお、ＲＥＭとは、Ｓｃ、Ｙおよびランタノイド系元素（Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍなど原子番号５７〜７１までの元素）を意味し、ここでいうＲＥＭ含有量は、これら元素の合計の含有量である。
以上、基本成分について説明したが、上記の基本成分に加えて、さらに、
Ａｌ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｍｇ：０．０１００％以下、
Ｔａ：０．１０％以下、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｎｂ：０．５０％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下および
Ｖ：０．５０％以下、
のうちから選ばれる１種または２種以上を適宜含有させることができる。
Ａｌ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｍｇ：０．０１００％以下、
Ｔａ：０．１０％以下、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｎｂ：０．５０％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下および
Ｖ：０．５０％以下、
のうちから選ばれる１種または２種以上を適宜含有させることができる。
Ａｌ：０．１００％以下
Ａｌは、脱酸剤として使用される元素である。この効果を得るためには、Ａｌ含有量を０．０１０％以上とすることが好ましい。より好ましくは０．０１５％以上であり、さらに好ましくは０．０２０％以上である。ただし、Ａｌ含有量が０．１００％を超えると、窒化物を形成して表面疵の原因となる場合がある。そのため、Ａｌを含有させる場合、その含有量を０．１００％以下とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０８０％以下であり、より好ましくは０．０５０％以下である。
Ａｌは、脱酸剤として使用される元素である。この効果を得るためには、Ａｌ含有量を０．０１０％以上とすることが好ましい。より好ましくは０．０１５％以上であり、さらに好ましくは０．０２０％以上である。ただし、Ａｌ含有量が０．１００％を超えると、窒化物を形成して表面疵の原因となる場合がある。そのため、Ａｌを含有させる場合、その含有量を０．１００％以下とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０８０％以下であり、より好ましくは０．０５０％以下である。
Ｃａ：０．０１００％以下およびＭｇ：０．０１００％以下
ＣａおよびＭｇはいずれも、熱間加工性を向上させる元素である。この効果を得るためには、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量をそれぞれ０．０００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量がそれぞれ０．０１００％を超えると、耐食性を低下させる場合がある。そのため、ＣａおよびＭｇを含有する場合、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量はそれぞれ０．０１００％以下とする。Ｃａ含有量およびＭｇ含有量はそれぞれ、好ましくは０．００５０％以下である。
ＣａおよびＭｇはいずれも、熱間加工性を向上させる元素である。この効果を得るためには、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量をそれぞれ０．０００３％以上とすることが好ましい。一方、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量がそれぞれ０．０１００％を超えると、耐食性を低下させる場合がある。そのため、ＣａおよびＭｇを含有する場合、Ｃａ含有量およびＭｇ含有量はそれぞれ０．０１００％以下とする。Ｃａ含有量およびＭｇ含有量はそれぞれ、好ましくは０．００５０％以下である。
Ｔａ：０．１０％以下
Ｔａも、ＣａおよびＭｇと同様に、熱間加工性を向上させる元素である。この効果を得るためには、Ｔａ含有量を０．００５％以上とすることが好ましい。一方、Ｔａ含有量が０．１０％を超えると、耐食性を低下させる場合がある。そのため、Ｔａを含有する場合、その含有量は０．１０％以下とする。Ｔａ含有量は、好ましくは０．０５％以下である。
Ｔａも、ＣａおよびＭｇと同様に、熱間加工性を向上させる元素である。この効果を得るためには、Ｔａ含有量を０．００５％以上とすることが好ましい。一方、Ｔａ含有量が０．１０％を超えると、耐食性を低下させる場合がある。そのため、Ｔａを含有する場合、その含有量は０．１０％以下とする。Ｔａ含有量は、好ましくは０．０５％以下である。
Ｔｉ：０．５０％以下
Ｔｉは、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｔｉ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｔｉ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｔｉ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｔｉ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｔｉを含有させる場合、Ｔｉ含有量は０．５０％以下とする。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｔｉは、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｔｉ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｔｉ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｔｉ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｔｉ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｔｉを含有させる場合、Ｔｉ含有量は０．５０％以下とする。Ｔｉ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｎｂ：０．５０％以下
Ｎｂは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｎｂ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｎｂ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｎｂ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｎｂ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｎｂを含有させる場合、Ｎｂ含有量は０．５０％以下とする。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｎｂは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｎｂ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｎｂ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｎｂ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｎｂ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｎｂを含有させる場合、Ｎｂ含有量は０．５０％以下とする。Ｎｂ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｚｒ：０．５０％以下
Ｚｒは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｚｒ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｚｒ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｚｒ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｚｒ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｚｒを含有させる場合、Ｚｒ含有量は０．５０％以下とする。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｚｒは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｚｒ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｚｒ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｚｒ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｚｒ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｚｒを含有させる場合、Ｚｒ含有量は０．５０％以下とする。Ｚｒ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｖ：０．５０％以下
Ｖは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｖ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｖ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｖ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｖ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｖを含有させる場合、Ｖ含有量は０．５０％以下とする。Ｖ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
Ｖは、Ｔｉと同様に、鋼の強度を高める効果や、鋼中のＣおよびＮを固定して溶接部の耐食性を高める効果がある。これらの効果を得るためには、Ｖ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。Ｖ含有量は、より好ましくは０．０３％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｖ含有量が０．５０％を超えると、上記の効果が飽和する。また、Ｖ含有介在物によって、表面疵が発生する場合がある。さらに、合金コストの増加を招く。そのため、Ｖを含有させる場合、Ｖ含有量は０．５０％以下とする。Ｖ含有量は、好ましくは０．２０％以下であり、より好ましくは０．１０％以下である。
なお、上記以外の成分はＦｅおよび不可避的不純物である。
ここで、不可避的不純物としては、例えば、Ｏ（酸素）が挙げられる。Ｏ（酸素）は介在物による表面疵を防止する観点から、０．０５％以下とすることが好ましい。
ここで、不可避的不純物としては、例えば、Ｏ（酸素）が挙げられる。Ｏ（酸素）は介在物による表面疵を防止する観点から、０．０５％以下とすることが好ましい。
次に、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の組織について説明する。
本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の組織は、オーステナイト相およびフェライト相により構成される。
ここで、オーステナイト相の体積率は、３０％以上７０％以下が好ましい。また、フェライト相の体積率は、３０％以上７０％以下が好ましい。
なお、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の組織は、オーステナイト相およびフェライト相の二相のみで構成されていてもよく、また、オーステナイト相およびフェライト相以外の残部として、体積率で１％以下の析出物を含有していてもよい。析出物としては、例えば、金属間化合物、炭化物、窒化物、および硫化物からなる群より選択される１または２以上が挙げられる。
本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の組織は、オーステナイト相およびフェライト相により構成される。
ここで、オーステナイト相の体積率は、３０％以上７０％以下が好ましい。また、フェライト相の体積率は、３０％以上７０％以下が好ましい。
なお、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の組織は、オーステナイト相およびフェライト相の二相のみで構成されていてもよく、また、オーステナイト相およびフェライト相以外の残部として、体積率で１％以下の析出物を含有していてもよい。析出物としては、例えば、金属間化合物、炭化物、窒化物、および硫化物からなる群より選択される１または２以上が挙げられる。
また、フェライト相およびオーステナイト相の体積率は、以下のようにして求める。
すなわち、供試材となる鋼板から長さ：１５ｍｍ、幅：１０ｍｍの試験片を採取し、圧延方向に平行な断面が観察面となるよう樹脂に埋め込んで断面を鏡面研磨する。その後、村上試薬（フェリシアン化カリウム１０ｇ、水酸化カリウム１０ｇ、純水１００ｃｍ３を混合した水溶液）による着色処理を施してから、光学顕微鏡による観察を行う。
村上試薬による着色では、フェライト相のみが灰色に着色され（表面がエッチングされて光を乱反射するようになる。そのため、オーステナイト相の部分と比較して暗くなり、灰色に着色されたよう見える。）、オーステナイト相は着色されずに白色のままとなる（表面はエッチングされず鏡面研磨面のままで、明るい。）。この反応を利用してオーステナイト相とフェライト相を区別した後、画像解析によりオーステナイト相の面積率を算出する。観察は５視野について倍率２００倍で実施し、その面積率の平均値をオーステナイト相の体積率とする。
また、フェライト相の体積率は、
［フェライト相の体積率（％）］＝１００−［オーステナイト相の体積率（％）］
により求める。なお、析出物が観察された場合には、上掲式の右辺から、さらに析出物の合計の体積率を減じることによって、フェライト相の体積率を求める。
すなわち、供試材となる鋼板から長さ：１５ｍｍ、幅：１０ｍｍの試験片を採取し、圧延方向に平行な断面が観察面となるよう樹脂に埋め込んで断面を鏡面研磨する。その後、村上試薬（フェリシアン化カリウム１０ｇ、水酸化カリウム１０ｇ、純水１００ｃｍ３を混合した水溶液）による着色処理を施してから、光学顕微鏡による観察を行う。
村上試薬による着色では、フェライト相のみが灰色に着色され（表面がエッチングされて光を乱反射するようになる。そのため、オーステナイト相の部分と比較して暗くなり、灰色に着色されたよう見える。）、オーステナイト相は着色されずに白色のままとなる（表面はエッチングされず鏡面研磨面のままで、明るい。）。この反応を利用してオーステナイト相とフェライト相を区別した後、画像解析によりオーステナイト相の面積率を算出する。観察は５視野について倍率２００倍で実施し、その面積率の平均値をオーステナイト相の体積率とする。
また、フェライト相の体積率は、
［フェライト相の体積率（％）］＝１００−［オーステナイト相の体積率（％）］
により求める。なお、析出物が観察された場合には、上掲式の右辺から、さらに析出物の合計の体積率を減じることによって、フェライト相の体積率を求める。
また、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板の板厚は特に限定されるものではないが、０．３〜４０ｍｍとすることが好ましい。より好ましくは１．０〜３０ｍｍである。
次に、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板を製造するための、好適な製造方法について、説明する。
上記の成分組成を有する溶鋼を、転炉や電気炉で溶製し、ＶＯＤ（Ｖａｃｕｕｍ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）やＡＯＤ（Ａｒｇｏｎ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）などで精錬後、分塊圧延や連続鋳造によりスラブとする。
ついで、スラブを、１２００〜１３００℃に加熱し、熱間圧延して熱延鋼板（いわゆる厚板も含む）とする。
また、得られた熱延鋼板は、必要に応じて、９００〜１２００℃で焼鈍を施した後、酸洗や研磨等により脱スケールすることが好ましい。酸洗では、例えば、硫酸や、硝酸とフッ酸の混合液などを用いることができる。また、必要に応じて、酸洗前にショットブラストによりスケール除去してもよい。
ついで、得られた熱延鋼板に焼鈍と冷間圧延を施して、冷延鋼板としてもよい。
また、得られた冷延鋼板は、必要に応じて、９００〜１２００℃の温度で連続焼鈍を施した後、酸洗や研磨等により脱スケールすることが好ましい。さらに、必要に応じて、９００〜１２００℃の温度で、光輝焼鈍を行ってもよい。
上記の成分組成を有する溶鋼を、転炉や電気炉で溶製し、ＶＯＤ（Ｖａｃｕｕｍ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）やＡＯＤ（Ａｒｇｏｎ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）などで精錬後、分塊圧延や連続鋳造によりスラブとする。
ついで、スラブを、１２００〜１３００℃に加熱し、熱間圧延して熱延鋼板（いわゆる厚板も含む）とする。
また、得られた熱延鋼板は、必要に応じて、９００〜１２００℃で焼鈍を施した後、酸洗や研磨等により脱スケールすることが好ましい。酸洗では、例えば、硫酸や、硝酸とフッ酸の混合液などを用いることができる。また、必要に応じて、酸洗前にショットブラストによりスケール除去してもよい。
ついで、得られた熱延鋼板に焼鈍と冷間圧延を施して、冷延鋼板としてもよい。
また、得られた冷延鋼板は、必要に応じて、９００〜１２００℃の温度で連続焼鈍を施した後、酸洗や研磨等により脱スケールすることが好ましい。さらに、必要に応じて、９００〜１２００℃の温度で、光輝焼鈍を行ってもよい。
・実施例１
表１に示す成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する長さ：３００ｍｍ、幅：１５０ｍｍ、厚さ：１５０ｍｍの鋼塊を、真空溶解炉によって溶製し、１２５０℃に加熱後、熱間圧延して板厚：３０ｍｍのシートバーを作製した。
このシートバーを長さ：２００ｍｍに切断し、再度、１２５０℃に加熱してから熱間圧延を行い、板厚：４．０ｍｍの熱延鋼板を作製した。得られた熱延鋼板を用いて、以下の要領で熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。
表１に示す成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する長さ：３００ｍｍ、幅：１５０ｍｍ、厚さ：１５０ｍｍの鋼塊を、真空溶解炉によって溶製し、１２５０℃に加熱後、熱間圧延して板厚：３０ｍｍのシートバーを作製した。
このシートバーを長さ：２００ｍｍに切断し、再度、１２５０℃に加熱してから熱間圧延を行い、板厚：４．０ｍｍの熱延鋼板を作製した。得られた熱延鋼板を用いて、以下の要領で熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。
（１）熱間圧延時の耐エッジ割れ性の評価
上記のようにして得た熱延鋼板から、当該熱延鋼板の長さ方向中央部が、試験片の長さ方向中心位置となるように、長さ：２００ｍｍの試験片を採取した。採取した試験片について、エッジ部から板幅中央方向に向かってエッジ割れの長さを測定した。そして、当該試験片で発生していた全てのエッジ割れのうち、板幅中央方向に最も長く進展した割れの長さを最大割れ長さと定義した。そして、この最大割れ長さによって、以下の基準で、熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。評価結果を表２に示す。
◎（合格、特に優れる）：最大割れ長さが１０ｍｍ以下
○（合格、優れる）：最大割れ長さが１０ｍｍ超２０ｍｍ以下
×（不合格）：最大割れ長さが２０ｍｍ超
上記のようにして得た熱延鋼板から、当該熱延鋼板の長さ方向中央部が、試験片の長さ方向中心位置となるように、長さ：２００ｍｍの試験片を採取した。採取した試験片について、エッジ部から板幅中央方向に向かってエッジ割れの長さを測定した。そして、当該試験片で発生していた全てのエッジ割れのうち、板幅中央方向に最も長く進展した割れの長さを最大割れ長さと定義した。そして、この最大割れ長さによって、以下の基準で、熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。評価結果を表２に示す。
◎（合格、特に優れる）：最大割れ長さが１０ｍｍ以下
○（合格、優れる）：最大割れ長さが１０ｍｍ超２０ｍｍ以下
×（不合格）：最大割れ長さが２０ｍｍ超
ついで、得られた熱延鋼板を長さ２００ｍｍに切断し、大気中、１１００℃、１分間の条件で焼鈍した後、ショットブラストおよびグラインダー研削によって表面スケールを除去することで、熱延焼鈍鋼板を得た。
ついで、得られた熱延焼鈍鋼板を冷間圧延し、大気中、１１００℃、１分間の条件で焼鈍した後、＃２４０の研磨紙で表面を研磨してスケールを除去することで、板厚：１．０ｍｍの冷延焼鈍鋼板を得た。
そして、以下の要領で、耐力および耐微生物腐食性を評価した。
ついで、得られた熱延焼鈍鋼板を冷間圧延し、大気中、１１００℃、１分間の条件で焼鈍した後、＃２４０の研磨紙で表面を研磨してスケールを除去することで、板厚：１．０ｍｍの冷延焼鈍鋼板を得た。
そして、以下の要領で、耐力および耐微生物腐食性を評価した。
（２）耐力の評価
上記のようにして得た冷延焼鈍鋼板から、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して、５号引張試験片を採取し、０．２％耐力を測定した。試験片本数は各２本とし、その算術平均値を当該鋼板の０．２％耐力とした。そして、以下の基準で、耐力の評価を行った。評価結果を表２に併記する。
○（合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ以上
×（不合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ未満
上記のようにして得た冷延焼鈍鋼板から、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して、５号引張試験片を採取し、０．２％耐力を測定した。試験片本数は各２本とし、その算術平均値を当該鋼板の０．２％耐力とした。そして、以下の基準で、耐力の評価を行った。評価結果を表２に併記する。
○（合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ以上
×（不合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ未満
（３）耐微生物腐食性の評価
上記のようにして得た冷延焼鈍鋼板から、長さ（圧延方向）：３５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの試験片を採取し、試験片の幅中央部に、ビードオンプレート方式でＴＩＧ溶接を行い、溶接試験片を作製した。溶接方向は試験片の長手方向とし、溶接長さ：３３０ｍｍ、溶接電流：１１０Ａ、溶接速度：６００ｍｍ／ｍｉｎ、Ａｒシールドガス：両面使用、溶接ワイヤー：未使用の条件とした。なお、溶接ビード幅は約４ｍｍであった。
作製した溶接試験片から、溶接方向が評価用試験片の長手方向に平行で、かつ、溶接ビードが評価用試験片の幅方向の中央に位置するように、長さ：５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの評価用試験片を６枚採取した。なお、溶接方向（長さ方向）に、溶接部の始端および終端からそれぞれ１５ｍｍまでの部位については、切除した。ついで、評価用試験片の試験面（オモテ側の表面（溶接時に溶接トーチの側に位置する面））を、＃６００の研磨紙で研磨した。
上記の評価用試験片を、以下の（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験で使用するためにそれぞれ作成し（６枚×２）、以下の要領で（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験を実施した。
上記のようにして得た冷延焼鈍鋼板から、長さ（圧延方向）：３５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの試験片を採取し、試験片の幅中央部に、ビードオンプレート方式でＴＩＧ溶接を行い、溶接試験片を作製した。溶接方向は試験片の長手方向とし、溶接長さ：３３０ｍｍ、溶接電流：１１０Ａ、溶接速度：６００ｍｍ／ｍｉｎ、Ａｒシールドガス：両面使用、溶接ワイヤー：未使用の条件とした。なお、溶接ビード幅は約４ｍｍであった。
作製した溶接試験片から、溶接方向が評価用試験片の長手方向に平行で、かつ、溶接ビードが評価用試験片の幅方向の中央に位置するように、長さ：５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの評価用試験片を６枚採取した。なお、溶接方向（長さ方向）に、溶接部の始端および終端からそれぞれ１５ｍｍまでの部位については、切除した。ついで、評価用試験片の試験面（オモテ側の表面（溶接時に溶接トーチの側に位置する面））を、＃６００の研磨紙で研磨した。
上記の評価用試験片を、以下の（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験で使用するためにそれぞれ作成し（６枚×２）、以下の要領で（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験を実施した。
（ａ）抗菌活性値の測定
研磨後の評価用試験片を用いて、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験を行い、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値を測定した。それぞれの抗菌活性値は、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠して、以下に示す式（２）によって求めた。
Ｒ＝（Ｕｔ−Ｕ０）―（Ａｔ−Ｕ０）＝Ｕｔ−Ａｔ・・・式（２）
Ｒ：抗菌活性値
Ｕ０：無加工試験片の接種直後の生菌数の対数値の平均値
Ｕｔ：無加工試験片の２４時間後の生菌数の対数値の平均値
Ａｔ：評価用試験片の２４時間後の生菌数の対数値の平均値
なお、無加工試験片には、ポリエチレンフィルムを用いた。また、黄色ぶどう球菌および大腸菌の試験菌液について、それぞれ３個の評価用試験片を用いて抗菌活性値を求め、それらの平均値をそれぞれ、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値とした。
そして、以下の基準で評価した。評価結果を表２に併記する。
◎（合格、特に優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上
○（合格、優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０以上（◎を除く）
×（不合格）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０未満
研磨後の評価用試験片を用いて、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験を行い、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値を測定した。それぞれの抗菌活性値は、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠して、以下に示す式（２）によって求めた。
Ｒ＝（Ｕｔ−Ｕ０）―（Ａｔ−Ｕ０）＝Ｕｔ−Ａｔ・・・式（２）
Ｒ：抗菌活性値
Ｕ０：無加工試験片の接種直後の生菌数の対数値の平均値
Ｕｔ：無加工試験片の２４時間後の生菌数の対数値の平均値
Ａｔ：評価用試験片の２４時間後の生菌数の対数値の平均値
なお、無加工試験片には、ポリエチレンフィルムを用いた。また、黄色ぶどう球菌および大腸菌の試験菌液について、それぞれ３個の評価用試験片を用いて抗菌活性値を求め、それらの平均値をそれぞれ、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値とした。
そして、以下の基準で評価した。評価結果を表２に併記する。
◎（合格、特に優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上
○（合格、優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０以上（◎を除く）
×（不合格）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０未満
（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験
研磨後の評価用試験片を用いて、図２に示すような試験面同士の間に隙間を有する試験片（以下、隙間形状試験片ともいう）を３個作製した。図２中、符号２が評価用試験片、３が溶接ビード、４がシリコンチューブである。
すなわち、試験面同士が接触するように、２枚の評価用試験片を重ね合わせた。重ね合わせた２枚の評価用試験片を、切り込みを入れたシリコンチューブで固定し、隙間形状試験片を作製した。
作製した隙間形状試験片を、千葉県内のダム湖から採取した水（以下、採取水ともいう）に、１２０日間浸漬した。浸漬後、隙間形状試験片を解体して、隙間内のバイオフィルム（白濁した薄膜状の付着物）の生成（付着）状況を目視で確認した。なお、浸漬は、密閉したガラス容器中で行い、温度５０℃、５５０ｍｌの採取水中に３個の隙間形状試験片を入れて行った。なお、浸漬期間中に採取水の交換や補充は行わなかった。
そして、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。結果を表２に併記する。
◎（合格、特に優れる）：３個の隙間形状試験片全てにおいて、隙間内にバイオフィルムが確認されない
〇（合格、優れる）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個
×（不合格）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が２個以上
研磨後の評価用試験片を用いて、図２に示すような試験面同士の間に隙間を有する試験片（以下、隙間形状試験片ともいう）を３個作製した。図２中、符号２が評価用試験片、３が溶接ビード、４がシリコンチューブである。
すなわち、試験面同士が接触するように、２枚の評価用試験片を重ね合わせた。重ね合わせた２枚の評価用試験片を、切り込みを入れたシリコンチューブで固定し、隙間形状試験片を作製した。
作製した隙間形状試験片を、千葉県内のダム湖から採取した水（以下、採取水ともいう）に、１２０日間浸漬した。浸漬後、隙間形状試験片を解体して、隙間内のバイオフィルム（白濁した薄膜状の付着物）の生成（付着）状況を目視で確認した。なお、浸漬は、密閉したガラス容器中で行い、温度５０℃、５５０ｍｌの採取水中に３個の隙間形状試験片を入れて行った。なお、浸漬期間中に採取水の交換や補充は行わなかった。
そして、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。結果を表２に併記する。
◎（合格、特に優れる）：３個の隙間形状試験片全てにおいて、隙間内にバイオフィルムが確認されない
〇（合格、優れる）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個
×（不合格）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が２個以上
なお、上述した方法により、上記のようにして得た冷延焼鈍鋼板の組織観察を行ったところ、いずれの冷延焼鈍鋼板の組織も、オーステナイト相およびフェライト相の二相のみで構成されており、オーステナイト相の体積率が３０％以上７０％以下で、フェライト相の体積率が３０％以上７０％以下の範囲であった。
表２より、発明例ではいずれも、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備し、熱間圧延時のエッジ割れも有効に抑制された。
一方、比較例では、耐微生物腐食性が十分でないか、または、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制することができなかった。
一方、比較例では、耐微生物腐食性が十分でないか、または、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制することができなかった。
・実施例２
表１に示す成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する長さ：３００ｍｍ、幅：１５０ｍｍ、厚さ：１５０ｍｍの鋼塊を、真空溶解炉によって溶製し、１２５０℃に加熱後、熱間圧延して板厚：３０ｍｍのシートバーを作製した。
このシートバーを長さ：３００ｍｍに切断したものを３本採取し、再度、１１００℃に加熱してから熱間圧延を行い、板厚：１２．０ｍｍの熱延鋼板を３本作製した。得られた熱延鋼板を用いて、以下の要領で熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した
表１に示す成分組成（残部はＦｅおよび不可避的不純物）を有する長さ：３００ｍｍ、幅：１５０ｍｍ、厚さ：１５０ｍｍの鋼塊を、真空溶解炉によって溶製し、１２５０℃に加熱後、熱間圧延して板厚：３０ｍｍのシートバーを作製した。
このシートバーを長さ：３００ｍｍに切断したものを３本採取し、再度、１１００℃に加熱してから熱間圧延を行い、板厚：１２．０ｍｍの熱延鋼板を３本作製した。得られた熱延鋼板を用いて、以下の要領で熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した
（４）熱間圧延時の耐エッジ割れ性の評価
上記のようにして得た熱延鋼板のうちの１本から、当該熱延鋼板の長さ方向中央部が、試験片の長さ方向中心位置となるように、長さ：２００ｍｍの試験片を採取した。採取した試験片について、エッジ部から板幅中央方向に向かってエッジ割れの長さを測定した。そして、当該試験片で発生していた全てのエッジ割れのうち、板幅中央方向に最も長く進展した割れの長さを最大割れ長さと定義した。そして、この最大割れ長さによって、以下の基準で、熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。評価結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：最大割れ長さが６ｍｍ以下
○（合格、優れる）：最大割れ長さが６ｍｍ超１２ｍｍ以下
×（不合格）：最大割れ長さが１２ｍｍ超
上記のようにして得た熱延鋼板のうちの１本から、当該熱延鋼板の長さ方向中央部が、試験片の長さ方向中心位置となるように、長さ：２００ｍｍの試験片を採取した。採取した試験片について、エッジ部から板幅中央方向に向かってエッジ割れの長さを測定した。そして、当該試験片で発生していた全てのエッジ割れのうち、板幅中央方向に最も長く進展した割れの長さを最大割れ長さと定義した。そして、この最大割れ長さによって、以下の基準で、熱間圧延時の耐エッジ割れ性を評価した。評価結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：最大割れ長さが６ｍｍ以下
○（合格、優れる）：最大割れ長さが６ｍｍ超１２ｍｍ以下
×（不合格）：最大割れ長さが１２ｍｍ超
ついで、得られた熱延鋼板のうち残りの２本を、大気中、１１００℃、３０分間の条件で焼鈍した後、水冷した。さらに、ショットブラストおよびグラインダー研削で熱延鋼板の表面を研削して表面スケールを除去し、板厚：１０．０ｍｍの熱延焼鈍鋼板を得た。
そして、以下の要領で、耐力および耐微生物腐食性を評価した。
そして、以下の要領で、耐力および耐微生物腐食性を評価した。
（５）耐力の評価
上記のようにして得た熱延焼鈍鋼板から、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して、１４Ａ号引張試験片（平行部の直径６ｍｍ、評点間距離４２ｍｍ）を採取し、０．２％耐力を測定した。引張方向は、圧延方向と平行とした。試験片本数は各２本とし、その算術平均値を当該鋼板の０．２％耐力とした。そして、以下の基準で、耐力の評価を行った。評価結果を表３に併記する。
○（合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ以上
×（不合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ未満
上記のようにして得た熱延焼鈍鋼板から、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して、１４Ａ号引張試験片（平行部の直径６ｍｍ、評点間距離４２ｍｍ）を採取し、０．２％耐力を測定した。引張方向は、圧延方向と平行とした。試験片本数は各２本とし、その算術平均値を当該鋼板の０．２％耐力とした。そして、以下の基準で、耐力の評価を行った。評価結果を表３に併記する。
○（合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ以上
×（不合格）：０．２％耐力が４００ＭＰａ未満
（６）耐微生物腐食性の評価
上記のようにして得た熱延焼鈍鋼板から、長さ（圧延方向）：５００ｍｍ、幅：７５ｍｍの試験片を４本採取し、以下の方法で２個の溶接試験片を作製した。
すなわち、２本の試験片を突き合わせて、ベベル角度：２２．５°、ルート間隔：５ｍｍのＶ型開先を形成した。ついで、ワイヤー径：１．２ｍｍのＷＥＬ ＦＣＷ３２９Ｊ３Ｌワイヤー（日本ウェルディングロッド製、主要成分がＣ：０．０１５％、Ｓｉ：０．１５％、Ｍｎ：１．５％、Ｎｉ：８％、Ｃｒ：２３％、Ｍｏ：３％、Ｎ：０．１５％）を使用し、溶接電流：１９０Ａ、アーク電圧：３１Ｖ、溶接速度：２６〜３０ｃｍ/ｍｉｎの条件で炭酸ガスアーク溶接を行い、溶接試験片を作製した。なお、ＣＯ２シールドガスの流量は２０Ｌ/ｍｉｎ、パス数は４パスとした。
ついで、作製した溶接試験片の溶接部から、溶接方向が評価用試験片の長手方向に平行で溶接ビードが評価用試験片の幅方向の中央になるように、長さ：５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの評価用試験片を６枚採取した。なお、溶接方向（長さ方向）に、溶接部の始端および終端からそれぞれ１００ｍｍまでの部位については、切除した。ついで、評価用試験片の試験面（オモテ側の表面（溶接時に溶接トーチの側に位置する面））を、＃６００の研磨紙で研磨した。
上記の評価用試験片を、以下の（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験で使用するためにそれぞれ作成し（６枚×２）、以下の要領で（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験を実施した。
上記のようにして得た熱延焼鈍鋼板から、長さ（圧延方向）：５００ｍｍ、幅：７５ｍｍの試験片を４本採取し、以下の方法で２個の溶接試験片を作製した。
すなわち、２本の試験片を突き合わせて、ベベル角度：２２．５°、ルート間隔：５ｍｍのＶ型開先を形成した。ついで、ワイヤー径：１．２ｍｍのＷＥＬ ＦＣＷ３２９Ｊ３Ｌワイヤー（日本ウェルディングロッド製、主要成分がＣ：０．０１５％、Ｓｉ：０．１５％、Ｍｎ：１．５％、Ｎｉ：８％、Ｃｒ：２３％、Ｍｏ：３％、Ｎ：０．１５％）を使用し、溶接電流：１９０Ａ、アーク電圧：３１Ｖ、溶接速度：２６〜３０ｃｍ/ｍｉｎの条件で炭酸ガスアーク溶接を行い、溶接試験片を作製した。なお、ＣＯ２シールドガスの流量は２０Ｌ/ｍｉｎ、パス数は４パスとした。
ついで、作製した溶接試験片の溶接部から、溶接方向が評価用試験片の長手方向に平行で溶接ビードが評価用試験片の幅方向の中央になるように、長さ：５０ｍｍ、幅：５０ｍｍの評価用試験片を６枚採取した。なお、溶接方向（長さ方向）に、溶接部の始端および終端からそれぞれ１００ｍｍまでの部位については、切除した。ついで、評価用試験片の試験面（オモテ側の表面（溶接時に溶接トーチの側に位置する面））を、＃６００の研磨紙で研磨した。
上記の評価用試験片を、以下の（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験で使用するためにそれぞれ作成し（６枚×２）、以下の要領で（ａ）抗菌活性値の測定および（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験を実施した。
（ａ）抗菌活性値の測定
研磨後の評価用試験片を用いて、実施例１と同様の方法で、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験を行って、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値を測定し、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。評価結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上
○（合格、優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０以上（◎を除く）
×（不合格）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０未満
研磨後の評価用試験片を用いて、実施例１と同様の方法で、ＪＩＳ Ｚ ２８０１に準拠する抗菌性試験を行って、黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値を測定し、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。評価結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値および大腸菌に対する抗菌活性値がいずれも２．０以上
○（合格、優れる）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０以上（◎を除く）
×（不合格）：黄色ぶどう球菌に対する抗菌活性値が２．０未満
（ｂ）耐バイオフィルム付着性試験
実施例１と同じ方法で、隙間形状試験片を３個作製した。ついで、作製した隙間形状試験片を、実施例１と同じ要領で、採取水に浸漬し、隙間形状試験片の隙間内のバイオフィルム（白濁した薄膜状の付着物）の生成（付着）状況を目視で確認した。
そして、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：３個の隙間形状試験片全てにおいて、隙間内にバイオフィルムが確認されない
〇（合格、優れる）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個
×（不合格）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が２個以上
実施例１と同じ方法で、隙間形状試験片を３個作製した。ついで、作製した隙間形状試験片を、実施例１と同じ要領で、採取水に浸漬し、隙間形状試験片の隙間内のバイオフィルム（白濁した薄膜状の付着物）の生成（付着）状況を目視で確認した。
そして、以下の基準で耐微生物腐食性を評価した。結果を表３に併記する。
◎（合格、特に優れる）：３個の隙間形状試験片全てにおいて、隙間内にバイオフィルムが確認されない
〇（合格、優れる）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が１個
×（不合格）：隙間内にバイオフィルムが付着した隙間形状試験片の数が２個以上
なお、上述した方法により、上記のようにして得た熱延焼鈍鋼板の組織観察を行ったところ、いずれの熱延焼鈍鋼板の組織も、オーステナイト相およびフェライト相の二相のみで構成されており、オーステナイト相の体積率が３０％以上７０％以下で、フェライト相の体積率が３０％以上７０％以下の範囲であった。
表３より、発明例ではいずれも、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備し、熱間圧延時のエッジ割れも有効に抑制された。
一方、比較例では、耐微生物腐食性が十分でないか、または、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制することができなかった。
一方、比較例では、耐微生物腐食性が十分でないか、または、熱間圧延時のエッジ割れを有効に抑制することができなかった。
本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、高い耐力と優れた耐微生物腐食性とを兼備し、さらには、高い生産性の下、製造することが可能である。そのため、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、例えば、ダムや水門、水処理設備などといった水中に設置される水中構造物の構造部材に用いて好適である。
また、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、調理用テーブル部材や、厨房の床板、さらには、自動車の足回り部品や屋外に設置される各種架台、プラント配管などにも好適に用いることができる。
また、本発明の一実施形態に係るオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板は、調理用テーブル部材や、厨房の床板、さらには、自動車の足回り部品や屋外に設置される各種架台、プラント配管などにも好適に用いることができる。
１：オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板
２：評価用試験片
３：溶接ビード
４：シリコンチューブ
２：評価用試験片
３：溶接ビード
４：シリコンチューブ
Claims (2)
- 質量％で、
Ｃ：０．１００％以下、
Ｓｉ：１．００％以下、
Ｍｎ：２．０〜７．０％、
Ｐ：０．０７％以下、
Ｓ：０．０３０％以下、
Ｃｒ：１８．０〜２４．０％、
Ｎｉ：０．１〜３．０％、
Ｍｏ：０．０１〜１．００％、
Ｃｕ：０．１〜３．０％、
Ａｇ：０．０１０〜０．１２０％および
Ｎ：０．１５〜０．３０％
を含有するとともに、
Ｂ：０．００１０〜０．０１００％および
ＲＥＭ：０．０１０〜０．１００％
のうちから選ばれる１種または２種を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
次式（１）の関係を満足する、オーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
（３０×［％Ｂ］＋１．２×［％ＲＥＭ］）／［％Ａｇ］≧１．００ ・・・（１）
ここで、［％Ａｇ］、［％Ｂ］および［％ＲＥＭ］はそれぞれ、上記成分組成におけるＡｇ、ＢおよびＲＥＭの含有量（質量％）である。 - 前記成分組成が、さらに、質量％で、
Ａｌ：０．１００％以下、
Ｃａ：０．０１００％以下、
Ｍｇ：０．０１００％以下、
Ｔａ：０．１０％以下、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｎｂ：０．５０％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下および
Ｖ：０．５０％以下、
のうちから選ばれる１種または２種以上を含有する、請求項１に記載のオーステナイト・フェライト系二相ステンレス鋼板。
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